WO2019096834A1 - Reluktanz-linearaktor und damit ausgeführte werkzeuge/antriebe - Google Patents

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WO2019096834A1 PCT/EP2018/081206 EP2018081206W WO2019096834A1 WO 2019096834 A1 WO2019096834 A1 WO 2019096834A1 EP 2018081206 W EP2018081206 W EP 2018081206W WO 2019096834 A1 WO2019096834 A1 WO 2019096834A1
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radial
reluctance
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Thomas Weiler
Stephan Krall
Friedrich Bleicher
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Technische Universitaet Wien
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    • H02K29/06—Motors or generators having non-mechanical commutating devices, e.g. discharge tubes or semiconductor devices with position sensing devices

Definitions

  • the invention relates to a reluctance linear actuator according to the preamble of patent claim 1 and with such a linear actuator running tools or drives.
  • Such a tool for machine hammer peening is usually clamped in a machine tool or a robot, so that the workpiece to be machined is processed by a plurality of individual, more precisely aligned strokes of a commonly spherical tool tip.
  • the contact between the tool tip and the workpiece surface can be continuous or periodic.
  • Workpiece surface is set by a linear actuator of this tool in vibrations with a defined beat frequency, impact amplitude and zero crossing.
  • This oscillating movement of the tool also referred to as a plunger, can be accomplished by various actuator principles.
  • Predominantly mechanical linear actuators are, for example, in the publications DE 20 2015 000 360 U 1, WO 2016 136 169 A1,
  • EP 2 851 441 A2 EP 2 851 442 A1 and US 2014 000 7 394 A1.
  • WO 2017/129 249 A1 describes a multiphase reluctance linear actuator in which a modularly constructed tubular stator has a
  • a rotor is axial slidably guided, which has in this embodiment at its outer periphery a plurality of annular permanent magnets, each in a
  • Valve seat moved in incremental steps.
  • JP S61-85 059 A discloses a linear pulse motor which enables stepwise shifting on a stationary screw.
  • An electromagnetic actuator is known from DE 29 31 685 A1 and also DE 30 25 445 A1 shows a device for adjusting a
  • a knocking device wherein the distance of a zero crossing of a beat frequency of a workpiece surface is variable by an excitation current.
  • WO 2016/188 672 A1 discloses a braking system in which a pump is driven by means of a reluctance linear actuator in which only one coil is used. The adjustment of the actuator takes place against the force of a spring element
  • the invention has for its object to provide an optimized for short strokes reluctance linear actuator and suitable applications that allows precise control of the stroke with a simple structure.
  • Reluctance linear actuator in a forming tool or a valve train or a device for the vibration-assisted machining of composite materials or monolithic materials Reluctance linear actuator in a forming tool or a valve train or a device for the vibration-assisted machining of composite materials or monolithic materials.
  • the reluctance linear actuator has a tubular stator, on which a plurality of mutually axially spaced coils are arranged in each case in a recess in an inner circumferential surface of the stator.
  • Recesses are each limited axially by radial webs.
  • a rotor is mounted axially displaceable, which has on its outer circumference a tooth profile, which forms an air gap with the radial webs in each case.
  • the reluctance linear actuator further has a power electronics for driving the coils, so that the rotor performs a controlled stroke in response to the control due to a reluctance force.
  • the reluctance linear actuator according to the invention is also designed without permanent magnets, wherein the stator and the rotor off a magnetically conductive material, preferably a soft magnetic material, for example, a Kolbalt-iron alloy.
  • the linear actuator is optimized for short strokes, for example 1 mm.
  • “Hub” in the present application is understood to be the path along which a driving force can be generated in a defined direction. The runner can in principle continue to move as this stroke. At the end of the stroke, however, the system passes through a dead center, where it comes to reversing the effective direction of the usable reluctance force.
  • the linear actuator according to the invention can be operated with atypically high current densities, this being particularly important when an intermittent mode of operation is used.
  • the reluctance linear actuator according to the invention can also be kept in permanent contact with the workpiece or other device to be actuated and to produce a high
  • Total inductance of the system is achieved, and thus maximizes the gradient of the current in the coil and minimizes any loss effects occurring, such as performance-minimizing iron losses through geometric and material optimization.
  • Tooth area per unit length of the stator / rotor combination taking into account the installation space for the coils and their thermal capacity.
  • the profiling of the stator and of the rotor is preferably carried out such that the stroke corresponds to the axial length of a toothed or radial web segment adjoining the groove.
  • the grooves may for example be V-shaped or trapezoidal or with rounded corners.
  • unidirectional preferred direction of the power deployment can be specified.
  • Such an asymmetry can, for example, by different angles of the
  • the magnetic flux can be further optimized if the axial length of the tooth / radial web segments is smaller, preferably half the width of the groove on the circumference of the rotor or stator.
  • the control of the reluctance linear actuator is particularly simple if this is carried out single-phase.
  • a precise radial and axial guidance of the rotor is ensured when it is mounted on a solid-state joint assembly, wherein the stroke takes place due to the reluctance force in the axial direction against a restoring force of the solid-state joint.
  • a displacement measuring system is integrated in the reluctance linear actuator, via which the position of the rotor can be detected and transmitted to the power electronics.
  • the hammer head is preferably connected via a clamping means such as a collet with the linear actuator, so that the hammer head can be changed according to the specified processing task.
  • the linear drive according to the invention can be, for example, at a
  • a mechanical interface for a hammer head is provided on the rotor and the forming tool further has a clamping cone, in particular a usual in machine tool construction tool holder or other interface of a machine tool or a robot.
  • a compressed air supply can be integrated for cooling.
  • the reluctance linear actuator according to the invention can also be used in other applications, for example in a valve train of an internal combustion engine and / or for the actuation of servo and / or directional valves or in the
  • the tubular stator can be made as a monolithic component.
  • the monolithic component can additionally be provided with radial cuts.
  • stator can also be formed from a plurality of laminated cores arranged radially to one another.
  • a tooth profile of the rotor and / or radial webs of the stator may be formed symmetrically or asymmetrically. This can be done for example by tooth flanks with different angles of attack.
  • the current direction of adjacent coils is executed in opposite directions.
  • Figure 1 is a sectional view of a forming tool for
  • FIG. 2 shows a reluctance linear actuator of the surface hammer according to FIG. 1;
  • FIG. 3 shows a partial view of the linear actuator according to FIG. 2;
  • Figure 4 is a front view of the linear actuator with split stator of Figure 2;
  • FIG. 5 shows a detailed representation of the linear actuator according to FIG. 4 for clarifying geometric relationships
  • FIGS. 7a, 7b show a detailed representation of the field lines according to FIGS. 6a, 6b;
  • Figure 8 is a more detailed view, in which the axial and radial forces occurring during energization of the coils are located;
  • Figure 9 is a three-dimensional representation of the reluctance linear actuator with fixed storage
  • FIG. 10 shows a highly schematized control circuit of a power electronics of the surface hammer according to the invention
  • FIG. 11 shows a diagram in which the travel of the runner as a function of time is shown in a test setup, by means of which the system design for the different applications can take place;
  • FIG. 12 shows a further diagram in which the reluctance force maximally acting over the rotor in a test setup over time at a given moment
  • surface hammers hereinafter referred to as surface hammer 1 explained.
  • This has a running with a beater 2 made of flint metal or other materials Flammerkopf 4, which is offset by means of a reluctance linear actuator 6 according to the invention for surface hammering in periodic oscillations or can be kept in continuous contact with the workpiece to be machined.
  • the surface hammer 1 further has a mechanical interface, in this case a hollow shaft cone 8, via which the surface hammer 1 can be inserted into a corresponding tool holder of a machine tool or a robot, so that the surface hammer 1 during machining via the NC axes of the machine tool or the robot is guided.
  • the reluctance linear actuator 6 according to the invention - abbreviated below with a linear actuator - can also be used in other applications.
  • the vibration-assisted machining of workpieces made of ceramic materials, hard metals, glass, etc. or composite materials or other monolithic materials can be carried out with a tool that is designed with such a linear actuator 6.
  • An application in valve trains is also conceivable.
  • the surface hammer 1 has a cylindrical housing 12 made of non-magnetically conductive material, to which the hollow shaft cone 8 is attached. Inside the Housing of the linear actuator 6 is mounted, which according to the sectional view in Figure 1 has a stator 14 in which a plurality of coils, in the present case six coils 16 are arranged axially offset from one another.
  • the stator 14 has a tubular structure, wherein the coils 16 in opening on an inner peripheral surface 36
  • the stator 14 engages with an air gap a rotor, 18, which carries out a defined stroke when energizing the coil 16 due to the reluctance force, which is transmitted to the hammer head 4.
  • the rotor 18 is guided via a bearing arrangement with two solid-state bearings 20, 22, wherein the bearing stiffness in the radial direction and in the axial direction is selected so that the desired high positioning accuracy of the hammer head 4 is ensured. For example, it must be ensured that the radial air gap between the stator 14 and rotor 18 is maintained, so that the for generating a
  • the guide in the axial direction must be done with the utmost precision in order to guide the rotor 18 with respect to the workpiece.
  • the solid-state bearings 20, 22 are both in
  • the stroke of the rotor 18 is detected by a path measuring system 24, the
  • the displacement measuring system 24 may be designed with an integrated compressed air supply for heat dissipation, so that the positioning accuracy remains independent of thermal influences even with prolonged use of the surface hammer 1.
  • Power connection 26 The signal transmission between the power electronics 10 and the displacement measuring system 24 takes place via a signal connection 28.
  • Tool holder 9 is provided for clamping the hammer head 4 on the linear actuator 6.
  • the housing 12 is closed by way of the hollow shaft taper 8, which is designed, for example, as HSK 63 in the manner known per se, so that explanations relating to this are unnecessary.
  • FIG. 2 shows an individual representation of the linear actuator from FIG. 1.
  • the tubular structure of the stator 14 designed as a hollow cylinder, which engages around the rotor 18 with an air gap, can be clearly seen in this illustration.
  • the stator 2 is made of two stator halves 32a, 32b, each made of a monolithic material. Since the magnetic flux passes through these stator halves 32a, 32b, they must be made of a magnetically conductive material. To increase the performance, however, the use of soft magnetic materials, in particular a cobalt-iron alloy is preferred.
  • the axially movable rotor 18 is made of a magnetizable material, preferably also of a Kolbalt-iron alloy.
  • radial recesses 34 are formed in the outer circumference of the stator halves 32a, 32b, but they end at a distance from an inner circumferential surface 36 of the stator 14.
  • the rotor 18 can be constructed in the same manner.
  • the two stator halves 32a, 32b are connected to each other via suitable connecting means.
  • suitable connecting means Of course, a one-piece design of the stator 14 is possible.
  • FIG. 3 shows the linear actuator 6 in a longitudinal section passing through the parting plane of the two stator halves 32a, 32b, the rotor 18 not being cut.
  • the end sections of the rotor 18 are set back radially, as shown in FIG. 3, so that hub sections 38, 40 are formed, which are accurately connected to the solid-state bearings 20, 22, so that the rotor 18 passes over them
  • Solid-state bearing 20, 22 is guided exactly in the radial and axial directions.
  • FIG. 3 shows a front view of the arrangement according to Figure 3, wherein the
  • Coils / windings 16 are shown energized. These coils 16 may be connected in parallel or in series with one another, depending on the available operating voltage. According to the invention, the coils are subjected to single-phase direct current. As shown in Figure 4, the current direction
  • the coils 16 are each received in a recess 42 of the stator 14. These recesses 42 are executed in the illustrated embodiment as circumferential grooves, in which the coils 16 are used and then connected to the respective power port 26.
  • the recesses 42 are each bounded by radial webs 44, 46, wherein in the inner coils 16, a radial web 46 each assigns two coils. In the two outer coils 16a, 16b in the axial direction, a "half" radial web 45a, 45b is accordingly provided only on the front side.
  • the teeth formed by the radial webs are profiled, wherein the
  • this profiling is formed by a respective annular groove 48.
  • this annular groove 48 is formed V-shaped.
  • Figure 5 For a better understanding of this tooth profile is shown in Figure 5 enlarged, with some essential geometry parameters are shown.
  • annular grooves 48 are each centered in the respective
  • Radial webs 44, 46 formed.
  • the axially outer radial webs 45a, 45b are then executed in each case correspondingly only with an oblique surface (corresponding to a side surface of the annular groove).
  • the side surfaces 50a, 50b of the annular grooves 48 close with the Florizontalen in Figure 5 each have the same angle, so that a symmetrical tooth profile is formed.
  • the depth and the groove angle are chosen so that the
  • Radialstegsegmente 52, 54 have an axial length Zh, which corresponds to half the opening width of the annular groove 48. This opening width then corresponds to the dimension 2zh. Accordingly, the entire axial length of a radial web is then according to Figure 5 4zh.
  • the axial length of the recess 42 is also 4zh, so that a symmetrical division of the recesses 42 and the adjacent
  • Radial depth of the recesses 42 also the measure 4zh.
  • the tooth geometry of the rotor 18 is designed to be compatible or complementary to these specifications.
  • the tooth geometry of the rotor 18 is executed asymmetrically.
  • the tooth profile of the rotor 18 has according to the illustrations in Figures 4 and 5, a plurality of teeth, of which in the illustration of Figure 5 by way of example two are provided with the reference numerals 56, 58.
  • the width of these teeth 56, 58 is again carried out with the measure 4zh, d. h.,
  • the width of the teeth 56, 58 corresponds to the width of the radial webs 44, 46th
  • Tooth flanks 57, 59 of the teeth 56, 58 are employed differently from the horizontal, wherein the angle of attack of the rear tooth flank 57 is greater than that of the hammer head side tooth flank 59.
  • Each of the teeth 56, 58 is designed with an approximately trapezoidal circumferential groove 60, whose axially extending opening width in turn then corresponds to the dimension 2zh. In this opening width of the approximately trapezoidal circumferential groove 60 in turn remain on both sides toothed segments 64, 66 whose axial length corresponds to the dimension Zh.
  • the side walls 62a, 62b have to the horizontal in Figure 5
  • the linear actuator 6 is shown in its initial position, which the rotor 18 assumes when the solid-state bearing 20, 22 is tension-free relative to the stator 14.
  • D. h. The radial web segments 52, 54 are axially offset with respect to the respective adjacent toothed segments 64, 66 (see in particular Figure 5).
  • the rotor 18 is thus offset with respect to the stator 14 in the axial direction by a tooth height which corresponds to an axial length of a radial web segment 52, 54 or a tooth segment 64, 66.
  • This offset which has the dimension Zh in the illustrated embodiment, corresponds to the maximum stroke of the linear actuator 6 according to the invention, which may be, for example, 1 mm.
  • the solid-state bearings 20, 22 are designed so that the rotor 18 through the
  • Reluctance force FR, Z with high positioning accuracy against the restoring force of the solid-state bearing 20, 22 can be adjusted.
  • This adjustment of the rotor 18 is carried out according to the illustrations in Figures 6b and 7b until the relative position is reached, in which the minimum magnetic resistance is present at the same time as the maximum total inductance.
  • Radial ridge segments 52, 54 are aligned so that a maximum overlap of these areas arises - it adjusts itself to the maximum field line density, wherein the radial forces FR, R maximum and the forces acting in the axial direction are minimal.
  • the radial air gap AR remains constant throughout the course of the movement. The effective air gap, d.
  • the degree of overlap, the reluctance, the inductance and the magnetic flux change with axial movement of the rotor 18th
  • the reluctance force acting at the beginning is thus dependent on the vectorial orientation of the flux lines and thus on the tooth geometry, the flux and the relative position of both components (stator 14, rotor 18).
  • Solid state bearings 20, 22 shown. As explained, these are on the housing 12th
  • the two solid-state bearings 20, 22 are designed such that they permit an axial adjustment of the rotor 18.
  • This axial adjustability is made possible, for example, by a lamellar / beam structure 76, which in FIG.
  • Radial direction is very stiff and allows axial mobility. This rigidity of the lamella / beam structure 76 in the radial direction is determined by suitable choice of
  • the two solid-state bearings 20, 22 are stress-free. Now, if the rotor 18 is adjusted in the axial direction, the reluctance force also acts on the storage. This force causes in the axial direction an elastic deformation of the
  • linear actuator 6 in its initial position via other external force components, for example, mechanical, electromagnetic, magnetic, pneumatic, piezoelectric, etc.
  • FIG. 10 The basic structure of the power electronics 10 is shown in FIG. Indicated in this illustration is the surface hammer 1 with the integrated
  • Position measuring system 24 As explained above, due to the geometrically optimized shaping of the drive components and the unusual single-phase design, the result is one
  • Linear actuator 6 optimized.
  • To build the power electronics 10 can be used in part on standard modules, such as a digital signal processor to implement the necessary arithmetic operations, sensory components for position and current measurement and DC-DC converter for power supply.
  • the used digital signal processor processes as integrated
  • Logic block the incoming and outgoing signals and controls the drivers of the
  • Power electronics 10 The associated software for the digital signal processor contains the complete circuit logic of the actuator unit and must send switching information to a driver stage as required.
  • the maximum voltage in the illustrated embodiment is about 60 VDC. All measured values and setpoint specifications are routed to the axis processor based on a digital signal processor, which thus assumes a role as the central logic unit.
  • the connected driver stage has the task of the logic signals of the digital signal processor for controlling the
  • This capacitor should have the lowest possible parasitic inductance to the rise time of the current at the time of switch-on to influence negatively.
  • the current which ultimately flows to the linear actuator is measured by a current sensor, for example a Hall sensor. This measurement is required for the dosage of the desired impact energy.
  • the above-described displacement measuring system transmits a signal to the power electronics 10, which determines the exact position and speed of the rotor 18 therefrom.
  • the provision of a low-impedance power supply can be
  • the power electronics 10 further enables communication with a machine tool / robot controller so that the surface hammer 1 can be guided along the desired trajectory for machining the workpiece.
  • Figure 11 shows a diagram in which the position of the rotor 18, from energization of the coil 16, over time is shown in a test setup. Shown in FIG. 11 are two curves, which occur at different current levels in the coils 16. At maximum currents can be correspondingly reach a very high end speed of the rotor 18 and the hammer head 4 by the achievable maximum acceleration. As the coil currents are reduced, the speed of movement of the hammerhead 4 and thus of the rotor 18 and its acceleration are correspondingly reduced - accordingly, both the frequency and the speed and thus the momentum of the hammerhead can be controlled precisely.
  • FIG. 12 shows a typical course of force in such a case
  • Actuation of the linear actuator 6 sets in a test setup. At time zero, the hammer head 4 or more precisely the rotor 18 is in its
  • FIG. 14 shows a variant in which the stator 14 is formed from a plurality of radially arranged stator laminations 80, which together form the tubular stator 14.
  • a reluctance linear actuator and a tool implemented with such a reluctance linear actuator.
  • a stator and a rotor are formed with a profiling, which in terms of reluctance-based
  • Solid-state bearings 22 Solid-state bearings 24 Position measuring system 26 Power connection 28 Signal connection 30 End flange

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Abstract

Offenbart ist ein Reluktanz-Linearaktor und ein mit einem derartigen Reluktanz-Linearaktor ausgeführtes Werkzeug. Bei dem Linearaktor sind ein Stator und ein Läufer mit einer Profilierung ausgebildet, die in Hinblick auf die reluktanzbasierte Kraftentfaltung optimiert ist.

Description

Beschreibung
Reluktanz-Linearaktor und damit ausqeführte Werkzeuqe/Antriebe
Die Erfindung betrifft einen Reluktanz-Linearaktor gemäß dem Oberbegriff des Patentanspruchs 1 sowie mit einem derartigen Linearaktor ausgeführte Werkzeuge bzw. Antriebe.
Ein derartiges Werkzeug zum Oberflächenhämmern (Machine Hammer Peening, MHP) wird üblicherweise in eine Werkzeugmaschine oder einen Roboter eingespannt, so dass das zu bearbeitende Werkstück durch eine Vielzahl einzelner, präziser aneinandergereihter Schläge einer üblicherweise kugelförmigen Werkzeugspitze bearbeitet wird. Dabei kann der Kontakt zwischen der Werkzeugspitze und der Werkstückoberfläche kontinuierlich oder periodisch erfolgen. Bei der periodischen Beaufschlagung einer üblicherweise eingesetzten Hartmetallspitze auf eine
Werkstückoberfläche, wird durch einen Linearaktor dieses Werkzeug in Schwingungen mit definierter Schlagfrequenz, Schlagamplitude und Nulldurchgang versetzt. Diese oszillierende Bewegung des Werkzeugs, auch als Stößel bezeichnet, kann dabei durch verschiedene Aktor-Prinzipien bewerkstelligt werden.
Überwiegend mechanisch arbeitende Linearaktoren sind beispielsweise in den Druckschriften DE 20 2015 000 360 U 1 , WO 2016 136 169 A1 ,
DE 10 2014 107 173 A1 , DE 10 2016 000 389 A1 , DE 20 2015 003 249 U1 ,
EP 2 851 441 A2, EP 2 851 442 A1 und US 2014 000 7 394 A1 beschrieben.
Die in den Druckschriften DE 10 2009 041 720 A1 und DE 20 2013 002 473 U1 beschriebenen Werkzeuge verwenden einen piezoelektrischen Linearantrieb.
Pneumatische oder mit Kühl-/Schmiermittel betriebene Werkzeuge sind
Gegenstand der Druckschriften DE 10 2012 103 111 A1 und DE 20 2009 001 619 U1. In den Druckschriften DE 10 2006 033 004 A1 und US 4 641 510 A wird der Aufbau, elektromagnetischer bzw. elektrodynamischer Linearantriebe von
Umformwerkzeugen erläutert.
Direkt-/indirekt-sonotrodengesteuerte Werkzeuge sind in den Druckschriften US 6 932 876 B1 , US 2007 024 4 595 A, US 2015 011 4 074 A und WO 2004 028 739 A1 offenbart.
All diese Linearantriebe haben den Nachteil gemeinsam, dass sie zum Einen einen relativ komplexen Aufbau aufweisen und zum Anderen eine kompakte
Ausführung der Umformwerkzeuge erschwert ist. Ein weiterer wesentlicher Nachteil besteht bei all diesen Systemen darin, dass keine Regelung einzelner Schlagprozesse, d. h., eine frei programmierbare Bewegung der Werkzeugspitze (Hammerkopf) realisierbar ist, um gezielt homogene Randschichteigenschaften an der
Werkstückoberfläche zu erzeugen.
Neben den vorbeschriebenen Linearantrieben sind im Prinzip auch Reluktanz- Lineraraktoren bekannt, bei denen ein axial verstellbarer Läufer/Aktor in einem Stator geführt ist, wobei der Hub des Läufers/Aktors durch die Reluktanzkraft erzeugt wird. Die Wirkweise derartiger Linearaktoren ist beispielsweise in den Druckschriften
„Identification of Some Tubulär Topologies of Linear Switched Reluctance Generator for Direct Drive Applications in Oceans Wave Energy Conversion“; R.P.G. Mendes, R.M.R.A. Calado, S.J.P.S. Mariano; Proceedings of the World Congress on Engineering 2014, Vol 1 , WCE 2014, Juli 2 - 4, 2014, London, U.K. und„Anlaysis and Modelling of Linear-Switched Reluctance for Medical Application“, Jean-Francois Llibre, Nicolas Martinez, Pascal Leprinc, Bertrand Nogarede; Actuators 2013, 2, 27 - 44
(www.mdpi.com/iournal/actuators) beschrieben.
In der Druckschrift WO 2017/129 249 A1 ist ein mehrphasiger Reluktanz- Linearaktor beschrieben, bei dem ein modular aufgebauter tubulärer Stator eine
Vielzahl von axial hintereinander liegenden Spulen aufweist, die in durch Radialstege begrenzten Ausnehmungen aufgenommen sind. In diesem Stator ist ein Läufer axial verschiebbar geführt, der bei diesem Ausführungsbeispiel an seinem Außenumfang eine Vielzahl von ringförmigen Permanentmagneten aufweist, die jeweils in eine
Ringnut eingesetzt sind.
Entsprechende Reluktanz-Linearaktoren sind auch in den Druckschriften
DE 44 07 385 A1 , DE 43 11 664 A1 und WO 85/05507 A1 beschrieben. All diese Systeme sind für vergleichsweise große Hübe ausgelegt, so dass eine mehrphasige Ansteuerung vorgesehen ist und am Stator oder Läufer Permanentmagnete vorgesehen werden.
Aus der US 2010/0243931 A1 ist ein Linearmotorventil bekannt, das einen
Ventilsitz in inkrementeilen Schritten bewegt.
Die JP S61 - 85 059 A offenbart einen Linearpulsmotor, der ein schrittweises Verschieben auf einer stationären Schraube ermöglicht.
In der DE 30 31 273 A1 ist eine elektromagnetische Vorrichtung offenbart, wobei ein Statoraufbau und ein Rotor abwechselnd und in einer Reihenfolge
zusammensetzbar sind.
Eine elektromagnetische Stellvorrichtung ist aus der DE 29 31 685 A1 bekannt und auch die DE 30 25 445 A1 zeigt eine Vorrichtung zum Verstellen eines
verstellbaren Bauteils.
Der Einsatz dieser Antrieb zum Oberflächenhämmern, bei denen sehr kurze Hübe mit hoher Beschleunigung und vergleichsweise großer Kraft erfolgen sollen, sind nur bedingt geeignet.
Aus der DE 10 2006 033 004 A1 ist eine Klopfvorrichtung bekannt, wobei der Abstand eines Nulldurchgangs einer Schlagfrequenz von einer Werkstückoberfläche durch einen Erregerstrom veränderbar ist. In der WO 2016/188 672 A1 ist ein Bremssystem offenbart, bei dem eine Pumpe über einen Reluktanz-Linearaktor angetrieben wird, bei dem nur eine Spule verwendet wird. Die Verstellung des Aktors erfolgt gegen die Kraft eines Federelementes
Dem gegenüber liegt der Erfindung die Aufgabe zugrunde, einen für kurze Hübe optimierten Reluktanz-Linearaktor und dafür geeignete Anwendungen zu schaffen, der bei einfachem Aufbau eine präzise Regelung des Hubes ermöglicht.
Diese Aufgabe wird im Hinblick auf den Reluktanz-Linearaktor durch die Merkmale des Patentanspruchs 1 gelöst. Zur Lösung gehören auch Anwendungen dieses
Reluktanz-Linearaktors bei einem Umformwerkzeug oder einem Ventiltrieb oder einer Einrichtung zur schwingungsunterstützten Bearbeitung von Verbundstoffen oder monolithischen Werkstoffen.
Sonstige vorteilhafte Weiterbildungen der Erfindung sind Gegenstand der
Unteransprüche.
Erfindungsgemäß hat der Reluktanz-Linearaktor einen tubulär ausgebildeten Stator, an dem eine Vielzahl von zueinander axial beabstandeten Spulen in jeweils einer Ausnehmung in einer Innenmantelfläche des Stators angeordnet sind. Die
Ausnehmungen sind jeweils axial durch Radialstege begrenzt. In dem Stator ist ein Läufer axial verschiebbar gelagert, der an seinem Außenumfang ein Zahnprofil aufweist, das mit den Radialstegen jeweils einen Luftspalt ausbildet. Der Reluktanz- Linearaktor hat des Weiteren eine Leistungselektronik zum Ansteuern der Spulen, so dass der Läufer in Abhängigkeit von der Ansteuerung aufgrund einer Reluktanzkraft einen geregelten Hub durchführt. Erfindungsgemäß ist das Zahnprofil
entsprechend/komplementär zu den Radialstegen ausgebildet, wobei die Radialstege und das Zahnprofil jeweils mit zum Stator bzw. Aktor hin offenen umlaufenden Nuten ausgeführt sind, die bei minimalem Luftspalt etwa einander radial gegenüberliegend angeordnet sind. Durch die erfindungsgemäße Ausgestaltung des Profils der
Radialstege und des Zahnprofils wird der magnetische Fluss optimiert, so dass der Hub mit einer hohen Dynamik realisierbar ist. Der erfindungsgemäße Reluktanz-Linearaktor ist zudem ohne Permanentmagneten ausgeführt, wobei der Stator und der Läufer aus einem magnetisch leitfähigen Werkstoff, vorzugsweise einem weichmagnetischen Material, beispielsweise aus einer Kolbalt-Eisen-Legierung bestehen.
Der Linearaktor ist für Kurzhübe, beispielsweise 1 mm optimiert. Unter„Hub“ wird in der vorliegenden Anmeldung der Weg verstanden, entlang dem eine Antriebskraft in eine definierte Richtung erzeugbar ist. Der Läufer kann sich prinzipiell weiter als diesen Hub bewegen. Am Ende des Hubes durchfährt das System allerdings einen Totpunkt, an dem es zur Umkehrung der Wirkrichtung der nutzbaren Reluktanzkraft kommt.
Durch die geometrisch optimierte Formgebung des Läufers und des Stators kommt es zu einer Kraftdichtenmaximierung bei gleichzeitig minimaler
Gesamtinduktivität und minimaler Läufermasse. Dies wiederum erlaubt eine
hochfrequente Ansteuerung der Spulen/Wicklungen und somit minimale Zykluszeiten. Der erfindungsgemäße Linearaktor kann mit untypisch hohen Stromdichten betrieben werden, wobei dies insbesondere dann zum Tragen kommt, wenn eine intermittierende Betriebsart zugrunde gelegt wird. Selbstverständlich kann der erfindungsgemäße Reluktanz-Linearaktor auch in permanenter Anlage am Werkstück oder einer sonstigen zu betätigenden Einrichtung gehalten werden und zur Erzeugung einer hoch
dynamischen regelbaren Kraft verwendet werden.
Durch das erfindungsgemäße Konzept wird eine Minimierung der
Gesamtinduktivität des Systems erreicht, und so der Gradient des Stroms in den Spulen maximiert und ggf. auftretende Verlusteffekte, wie beispielsweise leistungsminimierende Eisenverluste durch geometrische und werkstofftechnische Optimierungen minimiert.
Durch die definierte Zahnform mit der vorbeschriebenen korrespondierenden Teilung und Anordnung der Zähne auf der Stator- und Läuferseite kann ein definierter Hub des Läufers erreicht werden, der beispielsweise der Axiallänge eines Zahns entspricht. Die erfindungsgemäße Geometrie maximiert die effektiv wirksame
Zahnfläche pro Längeneinheit der Stator-/Läuferkombination unter Berücksichtigung des Bauraums für die Spulen und deren thermischer Belastbarkeit. Wie vorstehend ausgeführt, erfolgt die Profilierung des Stators und des Läufers vorzugsweise derart, dass der Hub der Axiallänge eines an die Nut angrenzenden Zahn- oder Radialstegsegmentes entspricht.
Die Nuten können beispielsweise V- oder trapezförmig oder mit verrundeten Ecken ausgebildet sein.
Bei einer asymmetrischen Ausbildung der Zahngeometrie kann eine
unidirektionale Vorzugsrichtung der Kraftentfaltung vorgegeben werden. Eine derartige Asymmetrie kann beispielsweise durch unterschiedliche Anstellwinkel der
Seitenwandungen der Nut ausgebildet werden.
Der Magnetfluss lässt sich weiter optimieren, wenn die Axiallänge der Zahn- /Radialstegsegmente kleiner, vorzugsweise die Hälfte der Breite der Nut am Umfang des Läufers bzw. Stators ist.
Dabei wird es besonders bevorzugt, wenn eine Tiefe der Radialstege, d. h., die Tiefe der Ausnehmung, in der die Spule angeordnet ist, etwa der Breite der Radialstege entspricht.
Die Ansteuerung des Reluktanz-Linearaktors ist besonders einfach, wenn dieser einphasig ausgeführt ist.
Eine präzise Radial- und Axialführung des Läufers ist gewährleistet, wenn dieser über eine Festkörpergelenkanordnung gelagert ist, wobei der Hub aufgrund der Reluktanzkraft in Axialrichtung entgegen einer Rückstellkraft des Festkörpergelenks erfolgt.
Zur Optimierung der Bewegungssteuerung des Läufers ist in den Reluktanz- Linearaktor ein Wegmesssystem integriert, über das die Position des Läufers erfassbar ist und an die Leistungselektronik weitergegeben werden kann. Der Hammerkopf ist vorzugsweise über ein Spannmittel z.B. eine Spannzange mit dem Linearaktor verbunden, sodass der Hammerkopf entsprechend der vorgegebenen Bearbeitungsaufgabe gewechselt werden kann.
Der erfindungsgemäße Linearantrieb lässt sich beispielsweise bei einem
Werkzeug zum Oberflächenhämmern anwenden, wobei am Läufer eine mechanische Schnittstelle für einen Hammerkopf vorgesehen ist und das Umformwerkzeug des Weiteren einen Spannkegel, insbesondere einer im Werkzeugmaschinenbau üblichen Werkzeugaufnahme oder eine sonstige Schnittstelle einer Werkzeugmaschine oder eines Roboters hat.
In diese Werkzeugaufnahme kann dann eine Druckluftversorgung zur Kühlung integriert sein.
Der erfindungsgemäße Reluktanz-Linearaktor lässt sich jedoch auch bei anderen Anwendungen, beispielsweise bei einem Ventiltrieb eines Verbrennungsmotors und\oder zur Betätigung von Servo- und/oder Wegeventilen oder bei der
schwingungsunterstützten Bearbeitung von Verbundstoffen oder monolithischen Werkstoffen einsetzen.
Der tubuläre Stator kann als monolithisches Bauteil gefertigt sein. Zur
Verbesserung der Kühlung und/oder Minimierung der Eisen-/Wirbelstromverluste kann das monolithische Bauteil zusätzlich mit radialen Einschnitten versehen werden.
Alternativ kann der Stator auch aus einer Vielzahl von radial zueinander angeordneten Blechpaketen ausgebildet werden.
Ein Zahnprofil des Läufers und/oder Radialstege des Stators können symmetrisch oder asymmetrisch ausgebildet sein. Dies kann beispielsweise durch Zahnflanken mit unterschiedlichen Anstellwinkeln erfolgen.
Die Stromrichtung benachbarter Spulen ist gegenläufig ausgeführt.
Es zeigen: Figur 1 eine Schnittdarstellung eines Umformwerkzeugs zum
Oberflächenhämmern (Oberflächenhammer);
Figur 2 einen Reluktanz-Linearaktor des Oberflächenhammers gemäß Figur 1 ;
Figur 3 eine Teildarstellung des Linearaktors gemäß Figur 2;
Figur 4 eine Vorderansicht des Linearaktors mit geteiltem Stator gemäß Figur 2;
Figur 5 eine Detaildarstellung des Linearaktors gemäß Figur 4 zur Verdeutlichung geometrischer Verhältnisse;
Figuren 6a, 6b eine Figur 4 entsprechende Darstellung des Linearaktors in einer Ausgangsposition und einer Zielposition mit sich bei einer Bestromung von Spulen einstellenden Feldlinien;
Figuren 7a, 7b eine Detaildarstellung der Feldlinien gemäß den Figuren 6a, 6b;
Figur 8 eine weiter detaillierte Darstellung, in die die bei einer Bestromung der Spulen auftretenden Axial- und Radialkräfte eingezeichnet sind;
Figur 9 eine dreidimensionale Darstellung des Reluktanz-Linearaktors mit Festlagerung;
Figur 10 einen stark schematisierten Regelkreis einer Leistungselektronik des erfindungsgemäßen Oberflächenhammers;
Figur 11 ein Diagramm, in dem der Weg des Läufers in Abhängigkeit von der Zeit in einem Versuchsaufbau dargestellt ist, anhand dessen die Systemauslegung für die unterschiedlichen Applikationen erfolgen kann; Figur 12 ein weiteres Diagramm, in der die über den Läufer in einem Versuchsaufbau maximal wirkende Reluktanzkraft über der Zeit bei gegebenem
Stromimpuls dargestellt ist und
Figuren 13, 14 weitere Ausführungsbeispiele eines erfindungsgemäßen
Linearaktors.
Die Erfindung wird im Folgenden anhand eines Umformwerkzeugs zum
Oberflächenhämmern, im Folgenden Oberflächenhammer 1 genannt, erläutert. Dieser hat einen mit einem Schlageinsatz 2 aus Flartmetall oder sonstigen Materialien ausgeführten Flammerkopf 4, der mittels eines erfindungsgemäßen Reluktanz- Linearaktors 6 zum Oberflächenhämmern in periodische Schwingungen versetzt wird oder in kontinuierlicher Anlage an dem zu bearbeitenden Werkstück gehalten werden kann. Der Oberflächenhammer 1 hat des Weiteren eine mechanische Schnittstelle, im vorliegenden Fall einen Hohlschaftkegel 8, über den der Oberflächenhammer 1 in eine entsprechende Werkzeugaufnahme einer Werkzeugmaschine oder eines Roboters eingesetzt werden kann, so dass der Oberflächenhammer 1 während der Bearbeitung über die NC-Achsen der Werkzeugmaschine bzw. des Roboters geführt wird.
Selbstverständlich kann der erfindungsgemäße Reluktanz-Linearaktor 6 - im Folgenden mit Linearaktor abgekürzt - auch bei anderen Anwendungen genutzt werden. So ist es beispielsweise möglich, einen Ventiltrieb eines Verbrennungsmotors mit einem derartigen Linearaktor 6 zu betätigen. Auch die schwingungsunterstützte Bearbeitung von Werkstücken aus keramischen Werkstoffen, Hartmetallen, Glas etc. oder Verbundwerkstoffen oder sonstigen monolithischen Werkstoffen ist mit einem Werkzeug durchführbar, das mit einem derartigen Linearaktor 6 ausgeführt ist. Eine Anwendung bei Ventiltrieben ist ebenfalls denkbar.
Eine zeitdiskrete Regelung des Hubs des Linearaktors 6 erfolgt über eine in Figur 1 angedeutete Leistungselektronik 10, auf deren Aufbau später eingegangen wird.
Der Oberflächenhammer 1 hat ein zylindrisches Gehäuse 12 aus nicht magnetisch leitfähigem Material, an das der Hohlschaftkegel 8 angesetzt ist. Im Inneren des Gehäuses ist der Linearaktor 6 gelagert, der gemäß der Schnittdarstellung in Figur 1 einen Stator 14 aufweist, in dem eine Vielzahl von Spulen, im vorliegenden Fall sechs Spulen 16 axial versetzt zueinander angeordnet sind. Der Stator 14 hat einen tubulären Aufbau, wobei die Spulen 16 in an einer Innenumfangsfläche 36 mündenden
Ausnehmungen aufgenommen sind. Der Stator 14 umgreift mit einem Luftspalt einen Läufer, 18, der bei Bestromung der Spulen 16 aufgrund der Reluktanzkraft einen definierten Hub durchführt, der auf den Hammerkopf 4 übertragen wird.
Der Läufer 18 ist über eine Lageranordnung mit zwei Festkörperlagern 20, 22 geführt, wobei die Lagersteifigkeit in Radialrichtung und in Axialrichtung so gewählt ist, dass die erwünschte hohe Positioniergenauigkeit des Hammerkopfs 4 gewährleistet ist. So muss beispielsweise sichergestellt sein, dass der radiale Luftspalt zwischen Stator 14 und Läufer 18 aufrechterhalten bleibt, so dass der zur Erzeugung einer
Reluktanzkraft erforderliche Magnetfeldlinienverlauf gewährleistet ist. Auch die Führung in axialer Richtung muss mit höchster Präzision erfolgen, um den Läufer 18 mit Bezug zum Werkstück führen zu können. Die Festkörperlager 20, 22 sind sowohl in
Radialrichtung als auch in Axialrichtung am Gehäuse 12 abgestützt, so dass die beim Oberflächenhämmern entstehenden Reaktionskräfte aufgenommen werden können.
Die Verstellung des Läufers 18 erfolgt gegen eine Rückstellkraft der Festkörperlager 20, 22, so dass der Hammerkopf 4 nach Durchführung eines durch die Reluktanzkraft verursachten Hubs wieder in seine Ausgangsposition zurückgestellt wird. Diese
Rückstellung muss zum einen sehr genau und zum anderen mit einer vergleichsweise hohen Geschwindigkeit erfolgen, so dass die gewünschte Oszillationsfrequenz, die im Bereich von beispielsweise 0 bis 1000 Hz liegt, gewährleistet ist.
Der Hub des Läufers 18 wird über ein Wegmesssystem 24 erfasst, das beim
dargestellten Ausführungsbeispiel im Bereich des oberen, d. h., vom Hammerkopf 4 entfernten Festkörperlagers 22 angeordnet ist und von diesem umgriffen wird. Dieses Wegmesssystem 24 gewährleistet eine exakte Positionierung des Läufers 18 in
Abhängigkeit von den über die Leistungselektronik 10 und die Maschinensteuerung vorgegebenen Parametern. Das Wegmesssystem 24 kann mit einer integrierten Druckluftversorgung zur Wärmeabfuhr ausgeführt sein, so dass die Positioniergenauigkeit auch bei längerem Gebrauch des Oberflächenhammers 1 unabhängig von thermischen Einflüssen bleibt.
Die Stromversorgung des Linearaktors 6 erfolgt über zumindest einen
Leistungsanschluss 26. Die Signalübertragung zwischen der Leistungselektronik 10 und dem Wegmesssystem 24 erfolgt über einen Signalanschluss 28.
Die Axialbewegung des Läufers 18 wird beim dargestellten Ausführungsbeispiel über das Festkörperlager 20 auf den Hammerkopf 4 übertragen. Dieser durchsetzt einen Stirnflansch 30 des Gehäuses 12. In diesem Bereich ist auch eine
Werzeugaufnahme 9 zum Spannen des Hammerkopfs 4 am Linearaktor 6 vorgesehen. Rückwärtig ist das Gehäuse 12 über den Hohlschaftkegel 8 abgeschlossen, der beispielsweise als HSK 63 in der an sich bekannten Weise ausgeführt ist, so dass diesbezügliche Erläuterungen entbehrlich sind.
Der weitere Aufbau des Linearaktors 6 wird im Folgenden anhand der Figur 2 bis 5 erläutert.
Figur 2 zeigt eine Einzeldarstellung des Linearaktors aus Figur 1. Man erkennt in dieser Darstellung deutlich den tubulären Aufbau des als Hohlzylinder ausgeführten Stators 14, der mit einem Luftspalt den Läufer 18 umgreift. Beim dargestellten
Ausführungsbeispiel ist der Stator 2 aus zwei Statorhälften 32a, 32b ausgeführt, die jeweils aus einem monolithischen Material hergestellt sind. Da der magnetische Fluss durch diese Statorhälften 32a, 32b hindurchgeht, müssen diese aus einem magnetisch leitfähigen Werkstoff hergestellt sein. Zur Erhöhung der Leistung wird jedoch die Verwendung von weichmagnetischen Werkstoffen, insbesondere einer Kobalt-Eisen- Legierung bevorzugt.
Der axial bewegliche Läufer18 ist aus einem magnetisierbaren Werkstoff, vorzugsweise ebenfalls aus einer Kolbalt-Eisen-Legierung ausgebildet. Die
Verwendung einer derartigen Legierung für den Stator 14 und den Läufer 18 hat den Vorteil, dass diese Legierungen eine hohe Permeabilität sowie eine geringe Koerzitivfeldstärke und Remanenz bei gleichzeitig höchster Sättigungsinduktion aufweisen.
Zur Verbesserung der Kühlwirkung und zur Vermeidung von Wirbelstromverlusten sind in den Außenumfang der Statorhälften 32a, 32b Radialeinschnitte 34 ausgebildet, die jedoch im Abstand zu einer Innenumfangsfläche 36 des Stators 14 enden. Ebenso kann der Läufer 18 in der gleichen Art und Weise aufgebaut werden.
Die beiden Statorhälften 32a, 32b sind über geeignete Verbindungsmittel miteinander verbunden. Selbstverständlich ist auch eine einstückige Ausbildung des Stators 14 möglich.
Figur 3 zeigt den Linearaktor 6 in einem Längsschnitt, der durch die Trennebene der beiden Statorhälften 32a, 32b hindurchgeht, wobei der Läufer 18 nicht geschnitten ist.
In dieser Darstellung gut sichtbar sind die vorgenannten sechs Spulen 16, die in Axialrichtung beabstandet in dem Stator 14 zur Innenumfangsfläche 36 hinweisend aufgenommen sind. Die Radialeinschnitte 34 erstrecken sich bis in den Bereich der Spulen 16, so dass diese während des Betriebs, beispielsweise durch die
Druckluftversorgung gekühlt werden und des Weiteren Wirbelstromverluste minimiert sind.
Die Endabschnitte des Läufers 18 sind gemäß der Darstellung in Figur 3 radial zurückgesetzt, so dass Nabenabschnitte 38, 40 ausgebildet werden, die passgenau mit den Festkörperlagern 20, 22 verbunden sind, so dass der Läufer 18 über diese
Festkörperlager 20, 22 exakt in Radial- und Axialrichtung geführt ist.
Gemäß der Darstellung in Figur 3 sind die Innenumfangsfläche des Stators 14 sowie die in Wirkverbindung mit dem Stator 14 stehende Umfangsfläche des Läufers 18 mit einer Profilierung ausgeführt, über die der Magnetfeldlinienverlauf optimiert ist. Dies wird anhand der folgenden Figuren näher erläutert. Figur 4 zeigt eine Vorderansicht der Anordnung gemäß Figur 3, wobei die
Spulen/Wicklungen 16 bestromt dargestellt sind. Diese Spulen 16 können, parallel oder seriell miteinander verschaltet sein, wobei dies in Abhängigkeit von der zur Verfügung stehenden Betriebsspannung erfolgt. Erfindungsgemäß werden die Spulen einphasig mit Gleichstrom beaufschlagt. Wie in Figur 4 dargestellt, ist die Stromrichtung
benachbarter Spulen 16 gegenläufig.
Die Spulen 16 sind jeweils in einer Ausnehmung 42 des Stators 14 aufgenommen. Diese Ausnehmungen 42 sind beim dargestellten Ausführungsbeispiel als umlaufende Nuten ausgeführt, in die die Spulen 16 eingesetzt werden und dann mit dem jeweiligen Leistungsanschluss 26 verbunden werden. Die Ausnehmungen 42 sind jeweils durch Radialstege 44, 46 begrenzt, wobei bei den innenliegenden Spulen 16 ein Radialsteg 46 jeweils zwei Spulen zugordnet ist. Bei den beiden in Axialrichtung außenliegenden Spulen 16a, 16b ist entsprechend dann nur noch stirnseitig ein„halber“ Radialsteg 45a, 45b vorgesehen.
Zur Optimierung der magnetischen Flussdichte an der Stator-Innenumfangsfläche 36 sind die durch die Radialstege gebildeten Zähne profiliert, wobei bei dem
erfindungsgemäßen Ausführungsbeispiel diese Profilierung durch jeweils eine Ringnut 48 ausgebildet ist. Beim dargestellten Ausführungsbeispiel ist diese Ringnut 48 V- förmig ausgebildet. Zum einfacheren Verständnis ist dieses Zahnprofil in Figur 5 vergrößert dargestellt, wobei einige wesentliche Geometrieparameter eingezeichnet sind.
Gemäß dieser Darstellung sind die Ringnuten 48 jeweils mittig in den jeweiligen
Radialstegen 44, 46 ausgebildet. Die axial außenliegenden Radialstege 45a, 45b sind dann jeweils entsprechend nur mit einer Schrägfläche (entsprechend einer Seitenfläche der Ringnut) ausgeführt. Die Seitenflächen 50a, 50b der Ringnuten 48 schließen mit der Florizontalen in Figur 5 jeweils den gleichen Winkel ein, so dass ein symmetrisches Zahnprofil entsteht. Die Tiefe und der Nutwinkel sind so gewählt, dass die
verbleibenden Radialstegsegmente 52, 54 eine Axiallänge Zh aufweisen, die der Hälfte der Öffnungsweite der Ringnut 48 entspricht. Diese Öffnungsweite entspricht dann dem Maß 2zh. Dementsprechend beträgt die gesamte Axiallänge eines Radialstegs dann gemäß Figur 5 4zh. Die Axiallänge der Ausnehmung 42 beträgt ebenfalls 4zh, so dass sich eine symmetrische Teilung der Ausnehmungen 42 und der benachbarten
Radialstege 44, 46 ergibt. Wie in Figur 5 des Weiteren eingezeichnet, hat die
Radialtiefe der Ausnehmungen 42 (Rss - Rsi) ebenfalls das Maß 4zh.
Gemäß den Figuren 4 und 5 ist die Zahngeometrie des Läufers 18 kompatibel oder komplementär zu diesen Vorgaben ausgeführt. Bei dem beschriebenen
Ausführungsbeispiel ist die Zahngeometrie des Läufers 18 asymmetrisch ausgeführt. Das Zahnprofil des Läufer 18 hat gemäß den Darstellungen in den Figuren 4 und 5 eine Vielzahl von Zähnen, von denen in der Darstellung gemäß Figur 5 beispielhaft zwei mit den Bezugszeichen 56, 58 versehen sind. Die Breite dieser Zähne 56, 58 ist wiederum mit dem Maß 4zh ausgeführt, d. h., die Breite der Zähne 56, 58 entspricht der Breite der Radialstege 44, 46.
Zahnflanken 57, 59 der Zähne 56, 58 sind zur Horizontalen unterschiedlich angestellt, wobei der Anstellwinkel der rückwärtigen Zahnflanke 57 größer ist, als derjenigen der hammerkopfseitigen Zahnflanke 59.
Jeder der Zähne 56, 58 ist mit einer etwa trapezförmigen Umfangsnut 60 ausgeführt, deren sich in Axialrichtung erstreckende Öffnungsweite dann wiederum dem Maß 2zh entspricht. Bei dieser Öffnungsweite der etwa trapezförmigen Umfangsnut 60 verbleiben wiederum beidseitig Zahnsegmente 64, 66 deren Axiallänge dem Maß Zh entspricht. Die Seitenwandungen 62a, 62b haben zur Horizontalen in Figur 5
unterschiedliche Anstellwinkel, so dass sich ein asymmetrisches Nutprofil ergibt. Dabei sind die zum Hammerkopf 4 weisenden, in Figur 5 untenliegenden Seitenwandungen 62b zur Horizontalen etwas steiler angestellt als die andere Seitenwandung 62a. Durch diese asymmetrische Zahngeometrie wird eine unidirektionale Vorzugsrichtung im Hinblick auf die Entfaltung der Reluktanzkraft bewirkt. Selbstverständlich ist diese Zahngeometrie dann beim Einbau zu berücksichtigen, so dass stets darauf zu achten ist, dass die Seitenwandungen 62b jeweils in Ausfahrrichtung des Läufers 18 bzw. zum Hammerkopf 4 hinweisend montiert sind. Gemäß der Darstellung in Figur 5 entspricht der Abstand der Zähne 56, 58 wiederum dem Maß 4zh, so dass auch die Verzahnung des Läufers 18 die gleiche Teilung wie diejenige des Stators 14 aufweist. Auch die sonstigen, in Figur 5
eingezeichneten Abmessungen RSz, RLz, RLi, RLA und RSA sind derart aufeinander abgestimmt, dass durch die entstehende Geometrie die effektiv wirksame Zahnfläche pro Längeneinheit der Läufer-/Statorkombination unter Berücksichtigung des Bauraums der notwendigen Wicklungen/Spulen 16 und deren thermischer Belastbarkeit optimiert ist.
Wie vorstehend ausgeführt, entsteht zwischen dem stehenden Stator 14 und dem axial beweglichen Läufer 18 ein definierter Luftspalt, der in der Darstellung gemäß Figur 5 mit einer gepunkteten Struktur herausgehoben ist.
In den Figuren 4 und 5 ist der Linearaktor 6 in seiner Ausgangsposition dargestellt, die der Läufer 18 bei spannungslosem Festkörperlager 20, 22 mit Bezug zum Stator 14 einnimmt. D. h., die Radialstegsegmente 52, 54 sind mit Bezug zu den jeweils benachbarten Zahnsegmenten 64, 66 axial versetzt, (siehe insbesondere Figur 5).
In der Ausgangsposition ist somit der Läufer 18 mit Bezug zum Stator 14 in axialer Richtung um eine Zahnhöhe, die einer Axiallänge eines Radialstegsegments 52, 54 bzw. eines Zahnsegments 64, 66 entspricht, versetzt. Dieser Versatz, der beim dargestellten Ausführungsbeispiel das Maß Zh hat, entspricht dem maximalen Hub des erfindungsgemäßen Linearaktors 6, der beispielsweise 1 mm betragen kann.
Wird nun gemäß Figur 6a eine Gleichspannung an die Spulen 16 angelegt, so führt dies zum Aufbau des magnetischen Flusses und des Stromes. Zu Beginn der Ansteuerung ist gemäß der Darstellung in Figur 6a der magnetische Widerstand maximal - dieser Zustand ist in der Darstellung gemäß Figur 7a nochmals vergrößert dargestellt. Da das System bei der Bestromung der Spulen 16 immer nach einem minimalen magnetischen Widerstand (Reluktanz) strebt und in der dargestellten
Ausgangsposition der größte magnetische Widerstand wirkt, entsteht eine
Reluktanzkraft, die den Läufer 18 in Richtung des minimalen magnetischen
Widerstands beaufschlagt, der sich bei einer Überdeckung der Radialzähne einstellt. Es entsteht eine in Figur 8 dargestellte axial wirkende Vortriebskraft FR, z (Reluktanzkraft in axialer Richtung) welche aufgrund der reluktanzoptimierten Zahngeometrie
vergleichsweise groß ist. Wie in Figur 8 eingezeichnet, entsteht des Weiteren noch eine Radialkraft FR,R, . den Läufer in Radialrichtung beaufschlagt - diese Radialkräfte werden jedoch von der Festkörperlagerung kompensiert.
Die Festkörperlager 20, 22 sind so ausgelegt, dass der Läufer 18 durch die
Reluktanzkraft FR,Z bei hoher Positioniergenauigkeit entgegen der Rückstellkraft der Festkörperlager 20, 22 verstellt werden kann. Diese Verstellung des Läufers 18 erfolgt gemäß den Darstellungen in den Figuren 6b und 7b solange, bis die Relativposition erreicht ist, in der der minimale magnetische Widerstand bei gleichzeitig maximaler Gesamtinduktivität vorliegt.
Dieser Zustand wird in der in den Figuren 6b, 7b dargestellten Zielposition erreicht, in der die Zahnsegmente 64, 66 mit Bezug zu den entsprechenden
Radialstegsegmenten 52, 54 ausgerichtet sind, so dass eine maximale Überlappung dieser Bereiche entsteht - es stellt sich entsprechend die maximale Feldliniendichte ein, wobei die in Radialrichtung wirkenden Kräfte FR,R maximal und die in Axialrichtung wirkenden Kräfte minimal sind. Dabei bleibt der radiale Luftspalt AR während des gesamten Bewegungsablaufs konstant. Der effektive Luftspalt, d. h., der Grad der Überdeckung, die Reluktanz, die Induktivität und der magnetische Fluss ändern sich jedoch mit axialer Bewegung des Läufers 18.
Die zu Beginn wirkende Reluktanzkraft ist somit von der vektoriellen Ausrichtung der Flusslinien und somit von der Zahngeometrie, dem Fluss sowie der Relativposition beider Komponenten (Stator 14, Läufer 18) abhängig.
Aufgrund der während dieser Bewegung erheblichen Radial- und Axialkräfte ist entsprechend eine hinreichend steife Lagerung erforderlich, die bei dem
erfindungsgemäßen Ausführungsbeispiel durch die beiden Festkörperlager 20, 22 gewährleistet ist. In Figur 9 ist der eigentliche Linearaktor 6 mit den beiden
Festkörperlagern 20, 22 dargestellt. Wie erläutert, sind diese am Gehäuse 12
abgestützt, wobei die Radialabstützung jeweils über drei Radialstützen 70, 72, 74 erfolgt, die in Radialrichtung sehr steif ausgeführt sind, so dass der radiale Luftspalt während der vorbeschriebenen Verstellung des Läufer 8 beibehalten werden kann. In Axialrichtung (vertikal in Figur 9) sind die beiden Festkörperlager 20, 22 so ausgebildet, dass sie eine Axialverstellung des Läufer 18 ermöglichen. Diese Axialverstellbarkeit wird beispielsweise durch eine Lamellen-/Balkenstruktur 76 ermöglicht, die in
Radialrichtung sehr steif ist und die Axialbeweglichkeit erlaubt. Diese Steifigkeit der Lamellen-/Balkenstruktur 76 in Radialrichtung wird durch geeignete Wahl des
Widerstandsmoments gegen Biegung erzielt.
In der Ausgangsposition sind die beiden Festkörperlager 20, 22 spannungsfrei. Wird nun der Läufer 18 in Axialrichtung verstellt, so wirkt die Reluktanzkraft auch auf die Lagerung. Diese Kraft bewirkt in Axialrichtung eine elastische Verformung der
Festkörperlager 20, 22, so dass die Verstellung des Läufers 18 gegen die dabei entstehende axiale Rückstellkraft des Festkörperlagers 20, 22 erfolgt. Wird nun die Spule bei Erreichen des vorgespannten Hubs stromlos geschaltet, so erfolgt die
Rückstellung des Läufers 18 über die Lagerung.
Im Falle des Oberflächenhämmerns findet beim Auftreffen des Hammerkopfs 4 auf die Werkstückoberfläche (in der Regel ein metallisches Werkstück) eine elasto- plastische Umformung an der Werkstückoberfläche statt. Die elastische Komponente wirkt dann zusätzlich zur Rückstellkraft der Festkörperlagerung auf den Läufer 18.
Grundsätzlich kann jedoch auch die Rückstellung des Linearaktors 6 in seine Ausgangsposition über sonstige externe Kraftkomponenten erfolgen, die beispielsweise mechanisch, elektromagnetisch, magnetisch, pneumatisch, piezoelektrisch etc.
aufgebracht werden. Sowohl der Hub als auch die Rückstellbewegung können über die Leistungselektronik 10 gezielt geregelt werden. Für den Fall, dass eine deterministische Rückstellung erfolgen soll, kann diese auch über einen entgegenwirkenden
zusätzlichen Antrieb erfolgen.
Der Grundaufbau der Leistungselektronik 10 ist in Figur 10 dargestellt. In dieser Darstellung angedeutet ist der Oberflächenhammer 1 mit dem integrierten
Wegmesssystem 24. Wie erläutert, kommt es aufgrund der geometrisch optimierten Formgebung der Antriebskomponenten und der unüblichen einphasigen Ausführung zu einer
Kraftdichtenmaximierung, was wiederum eine hochfrequente Ansteuerung der Spulen 16 und entsprechend minimale Zykluszeiten des Systems ermöglicht. Die damit einhergehenden benötigten hohen Stromstärken bei gleichzeitig hoher Schaltfrequenz können mit herkömmlichen Servoverstärkern nicht oder nur mit größten Schwierigkeiten erzeugt werden. Dementsprechend ist die in Figur 10 dargestellte
Leistungselektronik 10 in Hinblick auf die Ansteuerung des erfindungsgemäßen
Linearaktors 6 optimiert. Zum Aufbau der Leistungselektronik 10 kann teilweise auf Standardmodule, wie beispielsweise einen digitalen Signalprozessor zur Realisierung der notwendigen Rechenoperationen, sensorische Komponenten zur Positions-und Strommessung sowie DC-DC-Wandler zur Spannungsversorgung zurückgegriffen werden. Der eingesetzte digitale Signalprozessor verarbeitet als integrierter
Logikbaustein die ein-und ausgehenden Signale und steuert die Treiber der
Leistungselektronik 10. Die zugehörige Software für den digitalen Signalprozessor beinhaltet die komplette Schaltungslogik der Aktoreinheit und muss situationsgerecht Schaltinformationen an eine Treiberstufe senden. Die Leistungselektronik 10, welche in diesem Beispiel für den Anwendungsfall Oberflächenhämmern ausgelegt ist, kann Spitzenströme bis zu 1 000 A bei Schaltfrequenzen im Bereich von 100 kHz
bereitstellen. Die Maximalspannung beträgt beim dargestellten Ausführungsbeispiel etwa 60 VDC. Alle Messwerte und Sollwertvorgaben werden an den, auf einem digitalen Signalprozessorbasierenden Achsregler geleitet, der somit eine Rolle als zentrale Logikeinheit übernimmt. Die angebundene Treiberstufe hat die Aufgabe, die Logik-Signale des digitalen Signalprozessors für die Ansteuerung der
Leistungstransistoren in der Endstufe aufzubereiten. Hierbei ist die erzielbare Dynamik des Schaltvorgangs von Bedeutung, da sich die resultierende Schaltzeit der Endstufe maßgeblich auf die zu erwartende Gesamt-Performance auswirkt. Die Endstufe ist so ausgelegt, dass die geforderten Ströme durch einen induktiven Verbraucher mit hoher Dynamik geschaltet werden können. Eine Voraussetzung hierbei ist, dass die benötigte elektrische Energie über einen entsprechend dimensionierten Kondensator zur
Verfügung gestellt wird. Dieser Kondensator soll eine möglichst geringe parasitäre Induktivität aufweisen, um die Anstiegszeit des Stroms zum Einschaltzeitpunkt nicht negativ zu beeinflussen. Der Strom, welcher letztendlich zum Linearaktor fließt, wird über einen Strom-Sensor, beispielsweise einem Hallsensor, gemessen. Diese Messung ist für die Dosierung der gewünschten Schlagenergie erforderlich.
Das vorbeschriebene Wegmesssystem gibt ein Signal an die Leistungselektronik 10 weiter, welche hieraus die exakte Position und Geschwindigkeit des Läufers 18 ermittelt. Das Bereitstellen einer niederimpendanten Stromversorgung kann
beispielsweise durch einen Kondensator erfolgen, welche mittels eines externen
Netzteils geladen wird.
Die Leistungselektronik 10 ermöglicht des Weiteren eine Kommunikation mit einer Werkzeugmaschinen-/Robotersteuerung, sodass der Oberflächenhammer 1 entlang der gewünschten Bewegungsbahn zur Bearbeitung des Werkstücks geführt werden kann.
Die Funktion der Leistungselektronik 10 und des Oberflächenhammers 1 sei nochmals anhand der Figuren 11 und 12 verdeutlicht. Figur 11 zeigt ein Diagramm, in dem die Position des Läufers 18, ab Bestromung der Spulen 16, über der Zeit in einem Versuchsaufbau dargestellt ist. In Figur 11 dargestellt sind zwei Kurvenverläufe, die sich bei unterschiedlichen Stromniveaus in den Spulen 16 einstellt. Bei maximalen Strömen lässt sich entsprechend eine sehr hohe Endgeschwindigkeit des Läufers 18 und des Hammerkopfs 4 durch die hierbei erzielbare maximale Beschleunigung erreichen. Bei Verringerung der Spulenströme werden entsprechend die Bewegungsgeschwindigkeit des Hammerkopfs 4 und somit des Läufers 18 und dessen Beschleunigung verringert - dementsprechend kann sowohl die Frequenz als auch die Geschwindigkeit und somit der Impuls des Hammerkopfs exakt geregelt werden.
Figur 12 zeigt einen typischen Kraftverlauf, der sich bei einer derartigen
Ansteuerung des des Linearaktors 6 in einem Versuchsaufbau einstellt. Zur Zeit null befindet sich der Hammerkopf 4 oder genauer gesagt der Läufer 18 in seiner
Ausgangsposition. Bei einer Bestromung der Spulen 16 erfährt der Läufer 18 eine Reluktanzkraft, die in diesem Versuchsaufbau nach einer Zeit von etwa 307 ps einen maximalen Wert von 700 N erreicht. Dieser Kraftaufbau lässt sich über die
Leistungselektronik weitestgehend beeinflussen, sodass die Oberflächenbearbeitung sehr präzise erfolgen kann. Bei Stromlosschalten der Spulen 16 bewegt sich dann der Läufer 18 aufgrund der Rückstellkraft der Festkörperlageranordnung und der elastischen Komponente beim Oberflächenhämmern relativ schnell wieder in seiner Ausgangsposition zurück. Aus dem dargestellten Kraft-Zeit Diagramm ist sofort ableitbar, dass sich ein Oberflächenhämmern mit sehr hoher Frequenz und
entsprechender hoher Maximalkraft bei sehr kompakten Aufbau eines
Oberflächenhammers realisieren lässt - derartige Parameter lassen sich mit
herkömmlichen Lösungen nicht realisieren.
In Figur 13 ist eine Variante des vorbeschriebenen Linearaktors 6 gezeigt, bei dem der Stator 14 oder genauer gesagt dessen Statorhälften 32a, 32b aus einem
monolithischen Bauteil ohne die Radialschlitze ausgeführt sind.
Figur 14 zeigt eine Variante, bei der der Stator 14 aus einer Vielzahl von in Radialrichtung angeordneten Statorblechen 80 ausgebildet ist, die gemeinsam den tubulären Stator 14 ausbilden.
Im Übrigen entsprechen die Ausführungsbeispiele gemäß den Figuren 13 und 14 dem vorbeschriebenen Ausführungsbeispiel, sodass weitere Erläuterungen entbehrlich sind.
Offenbart ist ein Reluktanz-Linearaktor und ein mit einem derartigen Reluktanz- Linearaktor ausgeführtes Werkzeug. Bei dem Linearaktor sind ein Stator und ein Läufer mit einer Profilierung ausgebildet, die in Hinblick auf die reluktanzbasierte
Kraftentfaltung optimiert ist. Bezuqszeichen:
1 Oberflächenhammer
2 Hartmetalleinsatz 4 Hammerkopf
6 Reluktanz-Linearaktor
8 Hohlschaftkegel (HSK)
9 Werkzeugaufnahme
10 Leistungselektronik 12 Gehäuse
14 Stator
16 Spule
18 Läufer
20 Festkörperlager 22 Festkörperlager 24 Wegmesssystem 26 Leistungsanschluss 28 Signalanschluss 30 Stirnflansch
32 Statorhälfte
34 Radialeinschnitt 36 Innenumfangsfläche 38 Nabenabschnitt 40 Nabenabschnitt 42 Ausnehmung
44 Radialsteg
46 Radialsteg
48 Ringnut
50 Seitenfläche
52 Radialstegsegment 54 Radialstegsegment
56 Zahn
57 Zahnflanke Zahn
Zahnflanke
Umfangsnut
Seitenwandung
Zahnsegment
Zahnsegment
Radialstrebe
Radialstrebe
Radialstrebe
Lamellenstruktur
Statorblech

Claims

Patentansprüche
1. Reluktanz-Linearaktor mit einem tubulär ausgebildeten Stator (14), an dem eine Vielzahl von zueinander beabstandeten Spulen (16) in jeweils einer umlaufenden Ausnehmung (42) einer Innenumfangsfläche (36) des Stators (14) angeordnet sind, wobei die Ausnehmungen (42) axial durch Radialstege (44, 45, 46) begrenzt sind, und mit einem Läufer (18), der axial verschiebbar gelagert ist und an seinem magnetisch wirksamen, dem Stator 14 zugewandten Umfang ein Zahnprofil aufweist, das mit den Radialstegen (44, 45, 46) jeweils einen Luftspalt ausbildet und mit einer Leistungselektronik (10) zum Ansteuern der Spulen (10), sodass der Läufer (18) in Abhängigkeit von der Ansteuerung aufgrund der Reluktanzkraft einen regelbaren Hub durchführt, dadurch gekennzeichnet, dass das Zahnprofil komplementär zu den Radialstegen (44, 45, 46) ausgebildet ist, wobei diese und das Zahnprofil jeweils mit zum Stator (14) beziehungsweise zum Läufer (18) hin offenen ringförmigen Nuten (48, 60) ausgebildet sind, die bei minimalem Luftspalt etwa einander radial gegenüberliegend angeordnet sind, und dass der Stator (14) und der Läufer (18) aus magnetisch leitfähigem oder weichmagnetischem
Werkstoff hergestellt sind, wobei der Hub etwa einer Axiallänge (zh) eines an die Nut (48, 60) angrenzenden Zahn- oder Radialstegsegments (52, 54, 56, 58; 64, 66) entspricht.
2. Linearaktor nach einem der vorherigen Patentansprüche, wobei die Nuten (48, 60) etwa V- oder trapezförmig oder mit verrundeten Ecken ausgebildet sind.
3. Linearaktor nach Patentanspruch 2 oder 3, wobei Umfangsnuten (60)
asymmetrisch zur unidirektional optimierten Kraftentfaltung optimiert sind.
4. Linearaktor nach einem der vorherigen Patentansprüche, wobei eine Axiallänge (zh) der Zahn-/Radialstegsegmente (52, 54, 64, 66) kleiner, vorzugsweise die Hälfte der lichten Weite der Nuten (48, 50) am Umfang des Läufer (18)
beziehungsweise des Stators (14) ist.
5. Linearaktor nach Patentanspruch 5, wobei eine Tiefe der Radialstege (52, 54) beziehungsweise der Ausnehmungen (42) etwa der Gesamtbreite (4zh) der Radialstege (44, 45, 46) beziehungsweise der Zähne (56, 58) entspricht.
6. Linearaktor nach einem der vorherigen Patentansprüche, wobei die
Leistungsversorgung einphasig ausgeführt ist.
7. Linearaktor nach Patentanspruch 1 oder dem Oberbegriff des Patentanspruchs 1 , wobei der Läufer (18) in Radial- und Axialrichtung mittels einer
Festkörpergelenkanordnung gelagert ist, wobei der Hub aufgrund der
Reluktanzkraft in Axialrichtung entgegen einer Rückstellkraft der
Festkörperlageranordnung erfolgt.
8. Linearaktor nach einem der vorherigen Patentansprüche, mit einem
Wegmesssystem zum Erfassen einer Position des Läufers (18) und zur Abgabe eines Signals an die Leistungselektronik (10).
9. Linearaktor nach einem der vorherigen Patentansprüche, wobei der Stator (14) und / oder der Läufer (18) zumindest teilweise aus einem weichmagnetischen Material, beispielsweise einer Kobalt-Eisen-Legierung besteht.
10. Linearaktor nach einem der vorherigen Patentansprüche, wobei der Stator (14) und / oder der Läufer (18) geschlitzt oder aus Blechpaketen ausgeführt sind, zur Minimierung von Eisenverlusten und/oder zur Optimierung der Kühlmedienzufuhr zu den im Stator (14) eingesetzten Wicklungen.
11. Werkzeug, insbesondere zum Oberflächenhämmern, mit einem Linearaktor (6) nach einem der vorherigen Patentansprüche, wobei am Linearaktor (6) eine Werkzeugaufnahme (9) für einen Hammerkopf (4) vorgesehen ist und mit einer Werkzeugmaschinenschnittstelle, insbesondere einer im Werkzeugmaschinenbau üblichen Schnittstelle, beispielsweise einem Hohlschaftkegel (8) für eine HSK- Werkzeugaufnahme einer Werkzeugmaschine oder eines Roboters.
12. Werkzeug nach Patentspruch 12, wobei ein Wegmesssystem (24) und/oder eine Druckluftversorgung zur Kühlung in die mechanische Schnittstelle zu einer Werkzeugmaschine oder zu einem Roboter integriert ist.
13. Ventilantrieb zur Betätigung von Servo- und/oder Wegeventilen (Hydraulik,
Pneumatik), mit einem Linearaktor (6) nach einem der Ansprüche 1 bis 12.
14. Ventilantrieb eines Verbrennungsmotors mit einem Linearaktor (6) nach einem der Patentansprüche 1 bis 12.
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